炸藥抗過載性能試驗方法

周霖,倪磊,李東偉,張向榮,劉海青,江濤,朱英中

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室,北京 100081;2.重慶紅宇精密工業有限責任公司,重慶 402760)

0 引言

為應對日益堅固的厚掩體和防御工事,各國研發的新一代高超聲速侵徹武器戰斗部的打擊速度不斷提高,一般馬赫數可達5～6,在這種侵徹速度條件下,戰斗部內部裝藥在侵徹過程中承受的過載環境愈發惡劣,應力幅值可達1 GPa以上,應力脈寬長約1～3 ms,最大過載達幾萬個g[1-5]。因此,對于侵徹戰斗部而言,必須提高其內部裝填炸藥的抗過載性能[6]。

現階段在戰斗部裝藥設計過程中針對戰斗部炸藥裝藥的侵徹安定性主要通過實彈靶試試驗進行評估[7]。在戰斗部裝藥侵徹安定性實彈靶試前,常將機械感度試驗作為前置試驗對炸藥感度進行摸底[7-8],但此類試驗樣品為炸藥顆粒/粉末,與實際應用中的藥柱在力學特征上存在巨大差別;同時由于機械感度試驗的力學環境與裝藥侵徹過載力學特性的不同,采用機械感度試驗不能對炸藥裝藥的侵徹安定性進行有效評估。

相比之下,外場實彈靶試試驗通過模擬實際應用場景,能更有效地評估炸藥裝藥的侵徹安定性。彭泓錚等[9]通過平頭彈侵徹混凝土靶標試驗中彈體著靶后的裝藥反應劇烈程度比較了分別以TKX50和HMX為主體的兩種炸藥延遲爆轟過程長短。張琪林等[10]通過平頭彈侵徹試驗方法研究了澆注炸藥PBX-1的侵徹安定性,得到其裝藥安定的臨界侵徹速度約為490 m/s。Geng等[11]通過縮比彈侵徹混凝土試驗研究了侵爆結合對混凝土的毀傷效應等。外場實彈靶試試驗能夠較好地評估炸藥裝藥侵徹安定性,但存在試驗件加工造價昂貴、場地資質要求高、試驗安排周期長,需要耗費大量人力物力等限制,很大程度上制約了炸藥和裝藥設計水平的提高。

為模擬炸藥裝藥的實際使用環境并研究過載對裝藥安定性的影響,美國匹克汀尼兵工廠建立了PA激勵器,Starkenberg等[12]、芮筱亭等[13]建立了發射裝藥動態擠壓破碎試驗系統,其加載應力幅值范圍為50～300 MPa,加載脈寬從1.5～10 ms不等,并運用這些裝置進行了B炸藥的發射安全性、火炮發射裝藥安全性等研究。黃正平等[14-15]建立了小型后坐沖擊模擬試驗裝置,并通過此裝置研究了5種常用炸藥的發射安全性,最大應力為500 MPa左右。中國工程物理研究院、西安近代化學研究所、北京理工大學、美國海軍武器中心等[16-19]分別建立了落錘模擬試驗裝置,通過落錘試驗裝置研究了多種炸藥裝藥的發射安全性、跌落安全性等問題,重錘質量 2～400 kg,擴大了最大應力范圍,最大應力幅值可以達到1 GPa左右,但此時加載脈寬為12～16 ms,遠超侵徹過載加載脈寬范圍。綜上所述,國內外建立的炸藥加載裝置,主要為模擬裝藥發射、跌落等過載[20],不能有效模擬炸藥裝藥侵徹過程中承受的過載情況。

為有效提高侵徹炸藥研發效率,亟需在侵徹炸藥配方設計和工藝研究過程中,建立一種經濟可靠、炸藥侵徹條件下的抗過載性能測試方法。本文基于壓縮空氣驅動重錘的單自由度受迫振動模型,模擬炸藥裝藥侵徹過程中承受的過載幅值和脈寬等特性,建立新的炸藥抗過載模擬試驗裝置;同時基于侵徹過程中炸藥裝藥變形-剪切-摩擦的點火機制[21],以藥柱作為研究對象,并以聚乙烯環對藥柱進行包裹,有效重現炸藥裝藥承受的力學載荷特征,并模擬戰斗部裝藥侵徹過程中的大變形過程;最后依據在侵徹過載下炸藥裝藥是否發生點火的臨界工況與單位時間內作用在炸藥裝藥上的機械功的關系,提出適用于本裝置的炸藥點火判據,得到一種炸藥抗過載性能試驗測試方法。運用此試驗方法分別測試3種典型的DNAN基熔注炸藥抗過載性能,并與平頭彈實彈侵徹試驗進行對比,驗證炸藥抗過載性能試驗方法的有效性,為侵徹戰斗部炸藥配方選型提供參考依據。

1 炸藥抗過載性能試驗裝置

1.1 裝置設計原理

戰斗部侵徹混凝土目標靶板過程中,由于靶板對彈丸滯止效應產生的慣性沖擊載荷和來自彈丸殼體變形對炸藥裝藥擠壓的共同作用,戰斗部裝藥將發生較大的宏觀變形,這一過程的力學載荷具有高幅值(約1 GPa)、長脈寬(約2 ms)的特征[1]。本文通過炸藥抗過載性能試驗裝置來模擬侵徹環境炸藥裝藥受載情況,將裝置中重錘打擊炸藥相互作用過程簡化為單自由度系統的受迫振動模型[22],模型原理如圖1所示。

圖1 單自由度受迫振動模型原理圖Fig.1 Diagram of single-degree-of-freedom forced vibration model

為簡化計算與分析,作出以下假設和定義：

1)定義重錘的質量為m(kg),打擊試件時重錘瞬時速度為vz(下標z表示自由程)(m/s);

2)假設炸藥試件為彈性體,試件受打擊后的變形為Y(m);

3)定義炸藥試件剛性系數為K(kg/s2),則相應試件的抗力為KY,其中K=E0S0/L0,E0為炸藥體積彈性模量,S0為炸藥試件截面積(m2),L0為炸藥試件的長度(m);

5)作用在重錘上的壓力為pS,p為重錘打擊試件時的氣缸中壓縮空氣壓強(Pa),S為作用面積(m2),h為壓縮氣缸等效長度。

單自由度系統的受迫振動模型描述方程為以下2階微分方程：

(1)

(2)

(3)

(4)

1.2 裝置系統組成

侵徹環境模擬試驗裝置主要由5大系統組成,可分為3大部分,即主體部分、氣路及控制部分和測試部分。主體部分包括氣缸-重錘打擊系統、試件承載系統和支撐系統,氣路及控制部分對應氣路及控制系統,測試部分即為測試系統。侵徹環境模擬試驗裝置系統組成及結構概念圖如圖2所示。

圖2 侵徹環境模擬試驗裝置系統組成及結構概念圖Fig.2 System composition and structure concept diagram of penetration environment simulation test device

侵徹環境模擬試驗裝置各分系統具備的功能如下：

1)氣缸-重錘打擊系統功能是通過高壓氣瓶在封閉氣缸內建立一定壓力,驅動重錘以一定速度向下運動,打擊被試炸藥,為被試炸藥試驗件提供加載動力;

2)試件承載系統功能是使炸藥處于被測狀態,并限制打擊過程中炸藥試件的軸向位移,使其獲得炸藥裝藥對應侵徹時所承受的過載條件;

3)支撐系統功能是固定裝置相應各部件,使裝置各部件處于各自的相對位置;

4)氣路及控制系統功能是通過繼電器為氣缸-重錘打擊系統和支撐系統的運行提供動力并進行控制;

5)測試系統功能是記錄被測炸藥試件所承受載荷的時間歷程,包括1個加速度傳感器和1個沖擊力傳感器。

氣錘主體結構裝配圖如圖3所示,其工作過程簡述如下：通過壓縮氣瓶向氣缸-重錘打擊部分充入惰性壓縮氣體,重錘與氣缸通過鋁合金剪切銷釘連接,通過剪切銷釘剪切面直徑大小和自由程高度控制重錘的打擊速度,當氣缸內壓力超過剪切銷釘的抗剪強度時重錘被釋放,重錘沿氣室內壁向下加速運動,以一定的速度打擊炸藥試件,通過錘頭內加速度傳感器測試打擊速度。在打擊壓縮作用下炸藥試件產生劇烈變形甚至發生化學反應,并將受到的載荷傳遞至炸藥試件底部的沖擊力傳感器,經處理后可得到試樣承受的壓力-時間曲線。

圖3 侵徹環境模擬試驗裝置主體部分裝配圖Fig.3 Drawing of assembly of main part of penetration environment simulation test device

1.3 裝置穩定性測試

為驗證試驗裝置的測試穩定性,采用自制的惰性藥柱代替炸藥試件,通過6～10 mm銷釘進行穩定性測試。在侵徹試驗裝置最大可調節自由程范圍內進行裝置平行性試驗,每一試驗條件進行3發平行試驗,試驗中銷釘直徑和自由程打擊條件如表1所示。

表1 不同試驗條件下3組試驗藥柱應力峰值Table 1 Peak stress value of the 3 groups of test charge grain under different experimental conditions

圖4 不同試驗條件下3組試驗藥柱應力-時間曲線對比Fig.4 Comparison of stress-time curves of the 3 groups of test grain under different experimental conditions

1.4 炸藥裝藥點火判據

(5)

式中：n為示波器記錄長度;i為示波器采樣點序號;σi、ti為第i個采樣點處的應力和時間值。

由于炸藥試件間會存在質量差異,同時重錘由壓縮氣體進行驅動,故存在著不可消除的系統誤差,為此借鑒炸藥大落錘試驗方法,采用升降法獲得炸藥點火判據。具體試驗方法為：通過調節重錘的打擊速度,控制炸藥試件受到的打擊力,每同一條件下進行10發重復試驗,若被試藥柱發生化學響應(點火)的概率接近100%,則降低打擊速度;反之則增加打擊速度。以作用在被試樣品上的壓力約 50 MPa作為試探步長,通過升降法找到每種炸藥試件點火概率50%附近時的試驗條件,以該條件下未反應炸藥應力-時間曲線求取炸藥的點火閾值。

2 侵徹模擬試驗

2.1 試驗件結構

為了模擬炸藥裝藥在侵徹過載下的響應過程,要求炸藥在沖擊載荷下能夠產生較大變形的同時還可以承受較高的壓縮載荷作用,參考國內外炸藥大變形試驗結構設計[23-24],采用炸藥藥柱加聚乙烯墊和聚乙烯約束環的形式作為本文模擬試驗的試驗件結構。試驗件的幾何結構及尺寸如圖5所示。

圖5給出的試驗件結構有以下2個特點：

1)本文試驗件結構藥柱上下端面及周向均有聚乙烯材料的保護,隔絕炸藥直接與金屬材料接觸,杜絕了傳統撞擊試驗炸藥與金屬材料的摩擦,同時避免被試藥柱藥粉擠入模套與沖頭之間的間隙中,導致意外點火,影響試驗結果的真實性;

2)聚乙烯材料作為一種熱塑性材料,在沖擊作用下會發生彈塑性變形及熱軟化變形,甚至近似為流體狀態,由聚乙烯包裹的炸藥樣品也將產生較大的變形,這一力學環境可以近似模擬炸藥裝藥實際侵徹過程承受的壓縮剪切載荷。

第九段超主位“Similarly,many companies have fallen victim to attacks launched by organized crime entities in Russia.”中人際主位“similarly”表明評論員認同“俄羅斯發起的網絡攻擊”這一態度，將八、九段落從語義上銜接起來。超主位之后的新信息說明，“這些攻擊本質上大都是商業的……”新信息不斷地積聚，在該段最后一個小句中得以濃縮，形成超新信息“These attacks cannot in any way be considered cyber warfare”。

2.2 試驗條件

本文選取3種典型DNAN基高能不敏感熔注炸藥配方作為研究對象,配方組成如表2所示。

表2 炸藥配方組分及含量Table 2 Composition and content of explosive formulation

為保證炸藥試件的質量均勻性,本文采用同一批次模具在相同工況下完成待測藥柱制備,并通過平面修整控制藥柱尺寸誤差在0.02 mm以內,隨后采用國家軍用標準GJB 772A中的液體靜力稱量法測量所有藥柱密度,剔除同一配方內密度差超過1%的藥柱后,得到符合模擬試驗要求的高質量藥柱。

基于系統穩定性試驗結果和藥柱實際打擊反饋情況,得到如表3所示5組試驗條件,其中打擊速度指重錘打擊藥柱碰撞的瞬時速度,為實測的平均值。

表3 試驗條件Table 3 Experimental conditions

2.3 試驗結果

2.3.1 RBUHL-1炸藥

在試驗條件1和條件2下,分別對φ15 mm×14 mm的RBUHL-1炸藥進行10發試驗。在試驗條件1下RBUHL-1炸藥點火概率為0%;在試驗條件2下點火概率為60%。實測的應力-時間曲線如圖6所示,回收的炸藥試驗件照片如圖7所示。

圖6 RBUHL-1炸藥樣品打擊試驗實測應力時間曲線Fig.6 Measured stress-time curve of RBUHL-1 explosive sample by impact test

圖7 RBUHL-1試驗件回收照片Fig.7 Photos of RBUHL-1 test piece recovery

由圖6可以看到：在條件1下,RBUHL-1炸藥藥柱承受的最大應力為703 MPa,脈寬為2.2 ms,結合圖7(a)回收的試驗件可以看到,在強烈的壓縮剪切作用下藥柱結構被破壞,但未發生化學反應;在條件2下,RBUHL-1炸藥有一定概率發生點火,RBUHL-1 炸藥未發生點火和點火時的峰值壓力分別為851 MPa和896 MPa。點火時記錄的峰值壓力較高是由于記錄壓力耦合了RBUHL-1炸藥發生點火后的加載作用。結合圖7(b)和圖7(c)可以看到,在條件2下,未反應時,RBUHL-1炸藥藥柱形狀基本保持完整,僅在藥柱表面發生微弱化學反應,有少量黑色反應產物;當發生點火時,RBUHL-1炸藥幾乎完全反應,未見殘留塊狀炸藥,生成黑色產物,同時試驗現場伴有大量黑色濃煙產生。

由試驗結果可知,重錘速度8.97 m/s時RBUHL-1炸藥將可能點火,經計算得到其點火閾值為CRBUHL-1=1.8 GPa2/ms。

2.3.2 RBHL-1炸藥

在試驗條件2和條件3下,分別對φ15 mm×14 mm的RBHL-1炸藥進行了10發試驗。在試驗條件2下RBHL-1炸藥點火概率為0%;在試驗條件3下點火概率為50%。實測的應力-時間曲線如圖8所示,回收炸藥試驗件照片如圖9所示。

圖8 RBHL-1炸藥樣品打擊試驗實測應力-時間曲線Fig.8 Measured stress-time curve of RBHL-1 explosive sample by impact test

圖9 RBHL-1試驗件回收照片Fig.9 Photos of RBHL-1 test piece recovery

由圖8可以看到,在條件2下,RBHL-1炸藥藥柱承受的最大應力為852 MPa。結合圖9(a)的回收試驗件可以看到,在強烈的壓縮剪切作用下藥柱明顯變形,但未發生化學反應。由圖8可以看到,在條件3下,RBHL-1炸藥同樣具有一定概率發生點火,RBHL-1炸藥未發生點火和點火時的峰值壓力分別為945 MPa和1 012 MPa,脈寬為2.3 ms。發生點火時記錄的峰值壓力較高是由于記錄壓力耦合了RBHL-1炸藥發生點火時的爆燃作用。結合圖9(b)和圖9(c)可以看到,在條件3下,炸藥有不同響應情況：未點火時RBHL-1炸藥藥柱僅在藥柱上表面發生微弱化學反應,有少量黑色產物;反應時RBHL-1炸藥藥柱發生部分燃燒,僅剩少量殘留炸藥,對其稱量約為0.7 g,失重約84%。

由試驗結果可知,RBHL-1炸藥侵徹模擬試驗發生點火的打擊條件為9.26 m/s附近,經計算得到其點火閾值為CRBHL-1=2.2 GPa2/ms。

2.3.3 RBOL-1炸藥

在試驗條件4和條件5下,分別對φ15 mm×14 mm的RBOL-1炸藥進行了10發試驗。在試驗條件4下RBOL-1炸藥點火概率為0;在試驗條件5下點火概率為50%。實測的應力-時間曲線如圖10所示,回收的炸藥試驗件照片如圖11所示。

圖10 RBOL-1炸藥樣品打擊試驗實測應力時間曲線Fig.10 Measured stress-time curve of RBOL-1 explosive sample by impact test

由圖10可以看到,在條件4下,RBOL-1炸藥藥柱中產生的應力大小為997 MPa,脈寬為2.0 ms。結合圖11(a)回收的試驗組件可以看到,在強烈的壓縮剪切作用下炸藥藥柱發生軸向解體,但未發生化學反應。由圖10可以看到,在條件5下,RBOL-1炸藥發生點火具有一定概率,RBOL-1炸藥未點火和發生點火時的峰值壓力分別為1 192 MPa和1 311 MPa。發生點火的試驗記錄壓力高于未發生點火的壓力,其原因是記錄壓力耦合了RBOL-1炸藥的點火作用。由圖11(b)可以看到在更大的壓力作用下,炸藥發生了非軸向解體,但仍未發生化學反應;由圖11(c)可以看到,當點火時,RBOL-1炸藥試驗件內部炸藥幾乎完全反應,聚乙烯約束環發生變形,鋼墊殘留其中。

從試驗結果看,RBOL-1炸藥侵徹模擬試驗發生點火的打擊條件為12.58 m/s附近,經計算其點火閾值為CRBOL-1=3.3 GPa2/ms。

2.4 炸藥抗過載試驗結果討論

采用炸藥抗過載性能試驗方法對3種DNAN基不敏感侵徹炸藥進行了測試,RBUHL-1、RBHL-1和RBOL-13種炸藥的點火閾值分別為1.8 GPa2/ms、2.2 GPa2/ms和3.3 GPa2/ms,3種炸藥的抗過載性能從劣到優順序為RBUHL-1

由于本試驗所用藥柱質量尺寸一致性良好,抗過載性能的優劣主要與炸藥自身性質有關。RBUHL-1為含高氯酸銨(AP)的DNAN基熔注炸藥,在炸藥中加入AP可以改善氧平衡,使炸藥爆炸能量得到提高,但會增加炸藥感度,降低炸藥的抗過載性能。RBHL-1與RBOL-1相比,炸藥固含量相同,但RBOL-1中添加的高品質球形化HMX[25],替代了RBHL-1中的RDX,兩者機械感度相差不大,同時HMX熱分解峰溫較RDX更高[26],共同作用下使得RBOL-1炸藥通過抗過載性能試驗裝置測得的點火閾值數值更高,抗過載性能更優異。

3 平頭彈侵徹試驗驗證

3.1 試驗布置

為驗證炸藥抗過載性能試驗測試方法的正確性,以155 mm口徑火炮作為試驗發射平臺,采用平頭結構戰斗部的實彈試驗方法進行驗證。通過增減發射藥藥量獲得不同的發射速度,采用升降法,確定戰斗部著靶后裝藥發生響應(爆炸)的臨界速度范圍,以著靶的臨界速度的大小來評定炸藥裝藥安定性的優劣,與炸藥抗過載性能試驗裝置的測試結果進行對比。

炮擊試驗現場布置示意圖如圖12所示。試驗時,采用4塊強度為C40的混凝土靶標緊密疊加在一起,靶標總厚度不低于2 m,安放于沙箱內部,在沙箱頂部加裝鋼板進行防護。155 mm滑膛炮炮口放置在距靶標正面15 m處,采用金屬絲斷靶電測法和高速攝像機光測法對平頭彈著靶速度進行同步測試,測速網靶放置在靶標與炮口的約中間位置,2塊網靶間距為1 m,1臺高速攝像機同時用于觀察試驗彈撞擊靶標的飛行姿態。采用控制變量法進行試驗,平頭彈結構一致,內部分別裝填3種DNAN基熔注炸藥RBUHL-1、RBHL-1和RBOL-1。

圖12 平頭彈試驗靶場布置示意圖Fig.12 Layout diagram of flat-nosed projectile test range

由于發射平臺及試驗靶場條件的限制,155 mm口徑火炮發射條件無法達到彈丸實際使用過程中的侵徹速度。為近似重現,甚至強化彈丸侵徹混凝土靶板時戰斗部裝藥所承受的力學過載,從彈頭形狀入手,通過改變彈形結構來增加裝藥的受載情況。文獻[27]的研究結果表明,彈丸頭部曲徑比(Caliber Radius Head,CRH)增大,受到阻力減小,彈丸侵徹深度變大,當彈丸頭部為平頭形狀時,侵徹過程所受阻力最大。基于此理論設計平頭試驗彈結構如圖13所示。為了使彈體在沖擊過程中能夠承受劇烈加載而不發生嚴重變形,本文試驗的平頭彈殼體和后蓋材料均采用高強度合金鋼30CrMnSiNi2A,試驗彈外形尺寸為φ157 mm×535 mm,藥室容積為 3.8 L。

圖13 平頭試驗彈結構圖Fig.13 Structure diagram of flat-nosed test projectile

試驗靶標材質為鋼筋混凝土,配筋率為(體積比)0.775%。單塊靶標尺寸為φ2 m×0.5 m,周向采用10 mm厚的鋼圈進行約束以消除邊界效應。混凝土靶板按照國家軍用標準GJB 1112—91軍用機場場道工程施工及驗收標準制成。

3.2 平頭彈侵徹試驗結果

3.2.1 RBUHL-1炸藥

裝填RBUHL-1炸藥的平頭彈侵徹混凝土靶標試驗共進行了2發,彈丸著靶速度vi分別為444 m/s和475 m/s。試驗現場結果如圖14所示。

圖14 裝填RBUHL-1炸藥平頭彈試驗后現場照片(左為靶標,右為回收彈體)Fig.14 Photos of the site after the test with RBUHL-1 explosive flat-nosed projectile(left：target, right：recovered projectile)

著靶速度為444 m/s時,試驗后靶標和回收的試驗彈照片如圖14(a)所示。第1塊混凝土靶標被穿透,在靶標中心附近形成貫穿孔,且產生徑向裂紋并向邊緣擴展。試驗后回收的試驗彈丸結構相對完整,說明炸藥裝藥未燃未爆,裝藥安定。第2發增加著靶速度至475 m/s時,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖14(b)所示。試驗靶標形成直徑較大的貫穿孔,表面有被炸裂的痕跡,可初步判斷炸藥裝藥已經發生了反應。試驗后回收的試驗彈丸殼體發生嚴重解體,僅回收到少量頭部和尾部的彈丸殼體殘片,說明炸藥裝藥發生了嚴重的爆炸反應。從試驗結果可以得到,RBUHL-1炸藥的侵徹安定打靶臨界速度范圍為444～475 m/s。由于兩發試驗速度差較小,認為已經得到RBUHL-1炸藥臨界速度區間,因此針對RBUHL-1炸藥僅進行了2發試驗。

3.2.2 RBHL-1炸藥

裝填RBHL-1炸藥的平頭彈侵徹混凝土靶標試驗共進行3發,彈丸著靶速度依次分別為512 m/s、600 m/s和531 m/s。試驗現場結果如圖15所示。

圖15 裝填RBHL-1炸藥平頭彈試驗后現場照片(左為靶標,右為回收彈體)Fig.15 Photos of thh site after the test with RBHL-1 explosive flat-nosed projectile (left：target, right：recovered projectile)

著靶速度為512 m/s時,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖15(a)所示。第1塊試驗靶標被完全貫穿并產生較大的徑向裂紋,彈丸嵌入第2塊靶標中,未能貫穿。回收彈丸殼體結構相對完整,說明炸藥裝藥未燃未爆,裝藥安定。第2發增加打靶速度至600 m/s,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖15(b)所示,第1塊和第2塊靶標完全破碎,回收到若干靶標和彈丸殘片,判斷炸藥裝藥發生了劇烈爆炸反應。第3發降低打靶速度,打靶速度為531 m/s時,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖15(c)所示,第1塊和第2塊靶標完全破碎解體,也回收到若干靶標和彈丸殘片,判斷炸藥裝藥同樣發生了劇烈爆炸反應。從試驗結果可以得到,RBHL-1炸藥的侵徹安定打靶臨界速度范圍為512～531 m/s。

3.2.3 RBOL-1炸藥

裝填RBHOL-1炸藥平頭彈侵徹混凝土靶標試驗共進行2發,著靶速度依次分別為515 m/s和570 m/s。試驗現場結果如圖16所示。

圖16 裝填RBOL-1炸藥平頭彈試驗后現場照片(左為靶標,右為回收彈體)Fig.16 Photos of the site after the test with RBOL-1 explosive flat-nosed projectile (left：target, right：recovered bullet)

著靶速度為515 m/s時,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖16(a)所示,第1塊和第2塊靶標上形成了貫穿孔,回收得到的試驗彈丸殼體結構相對完整,說明炸藥裝藥安定。第2發增加打靶速度至570 m/s,試驗后靶標和回收試驗彈照片如圖16(b)所示,靶標破壞更為嚴重,第1塊及第2塊靶標均碎裂成若干塊,回收試驗彈丸圓柱部及頭部殼體相對完整、底托被沖開,現場還回收到少量殘留藥塊,說明炸藥裝藥僅發生燃燒反應,未發生爆炸反應,裝藥相對安定。由于發射藥裝藥量限制,且已與RBHL-1配方試驗結果有明顯區分,故不繼續提高速度進行試驗。從試驗結果可以得到,RBOL-1炸藥裝藥的侵徹安定打靶爆炸反應臨界速度范圍為大于570 m/s。

試驗得到裝填RBUHL-1炸藥的平頭彈侵徹混凝土靶標試驗爆炸反應的臨界速度介于444～475 m/s,裝填RBHL-1炸藥的臨界速度介于512～531 m/s,裝填RBOL-1炸藥的臨界速度大于570 m/s。平頭彈侵徹試驗結果與炸藥抗過載性能測試結果一致,驗證了炸藥抗過載試驗方法的正確性和可行性。

4 結論

本文基于單自由度受迫振動模型原理,結合炸藥裝藥侵徹過載力學特征,設計并建立了炸藥抗過載試驗裝置,并提出了適用于該裝置的炸藥裝藥點火判據,對3種典型DNAN基熔注炸藥的點火閾值進行測試,并采用平頭彈侵徹試驗對炸藥抗過載試驗結果進行了驗證。得到以下主要結論：

1)建立了炸藥抗過載性能測試裝置。該裝置可輸出脈寬2 ms左右,應力幅值0.8～1.2 GPa,能夠有效模擬炸藥裝藥在侵徹過程中的受載情況,可用于對不同類型炸藥抗過載性能的定量測試。

2)提出炸藥抗過載能力表征方法。通過應力率與應力的乘積表征炸藥抗過載能力,該判據基于炸藥裝藥侵徹過程中是否點火與作用在單位體積炸藥上機械功的關系。該方法與平頭彈評估方法得到的炸藥抗過載性能規律一致。

3)獲得了3種典型的DNAN基不敏感侵徹熔注炸藥抗過載性能。研究結果表明：DNAN基熔注炸藥加入AP會降低炸藥的抗過載性能;而DNAN基含HMX熔注炸藥的抗過載性能優于含RDX熔注炸藥。